【正文】 許有肉眼可見的裂紋、非金屬夾雜、結(jié)疤、氣孔等缺陷。取。導(dǎo)盤外尺寸：邊緣寬度，槽深。不允許存在溝痕、破損、損傷等缺陷，穿孔錐、輾軋錐、定位槽等部位不允許有任何的缺陷。外表面氧化層色澤應(yīng)均勻完整，不允許開裂、起泡、剝離；氧化層顏色不允許出現(xiàn)褐紅色。表72 連軋管孔型設(shè)計(jì)基本參數(shù) 參數(shù)主孔17910(2)變形量表示法減壁變形式中：、為第i架出、入口鋼管壁厚。斷面縮減量：式中：、第i架出、入口鋼管截面積。② 前兩架的減壁量應(yīng)盡可能大，但不能過大，一般。③ 第二架以后， (i=3,4,5)應(yīng)單調(diào)遞減，這是因?yàn)檐埣囟戎饾u下降，塑性降低，孔型側(cè)邊易產(chǎn)生裂紋；同時(shí)，為使變形緩和，應(yīng)使相鄰機(jī)架的減壁量之差逐漸縮??；此外，第5架也要有一定的減壁量，否則起不到均壁的作用。連軋管機(jī)減徑量分配：表73 連軋管機(jī)減徑量分配入口S0(mm)出口S1(mm)(%)(mm)1%92%3%44%5%164%700800連軋管機(jī)孔型周長(zhǎng)與面縮率：表74 連軋管機(jī)孔型周長(zhǎng)與面縮率U(mm)F(mm)(%)d01791522%2492%348634%4511%5507%6507%7486084860 選擇孔型結(jié)構(gòu)根據(jù)RK2的經(jīng)驗(yàn)，連軋孔型輪廓采用圓弧對(duì)接，并不嚴(yán)格要求圓滑過渡連接，這一點(diǎn)與前蘇聯(lián)的孔型設(shè)計(jì)不同。 確定孔型結(jié)構(gòu)參數(shù)(1)給定參數(shù)①偏心距當(dāng)減壁量較大時(shí)，必須有寬展余地，以防止過充滿出耳子或者是抱芯棒過緊。表75 各架孔型偏心距123456781212400000②側(cè)壁角的大小與橢圓度有關(guān)。若過小，則產(chǎn)生抱芯棒和過充滿；反之產(chǎn)生欠均壁和圓整。各架孔型的值見74所列。40176。54176。42176。45176。計(jì)算得：表79 孔型頂部半徑12345678R877772727375注：第7和8架孔頂圓半徑有變化。)H/2(mm)B/2(mm)12104040圖72 第一架孔型圖在三角形AOC中，取293mm②第二架孔型參數(shù)表712 第二架孔型參數(shù)R(mm)(mm)(mm)r(mm)(176。，取86mm。)H/2(mm)B/2(mm)77410404073圖74 第三架孔型圖，取187mm。)H/2(mm)B/2(mm)0106054圖75 第四架孔型圖，取135mm。)H/2(mm)B/2(mm)7208604272圖76 第五、六架孔型圖，取379mm。)H/2(mm)B/2(mm)(mm)(176。)7308404572125025圖78 第七架孔型圖在三角形OFO2中余弦定理， 三角形OO2A中，余弦定理，得，取77mm。)H/2(mm)B/2(mm)(mm)(176。)750512457272126025圖79 第八架孔型圖在三角形OFO2中余弦定理， 三角形OO2A中，余弦定理，取57mm。軋輥基本轉(zhuǎn)速可通過各機(jī)架工作輥徑計(jì)算出來，現(xiàn)只計(jì)算，分析如下：各架工作輥徑式中：輥身直徑，490~600mm，取550mm。表721 各架最小工作輥徑12345678371允許最大線速度，計(jì)算如下：表722 允許最大線速度12345678各架實(shí)際速度(工作速度) ，當(dāng)時(shí)，稱第七架為工作機(jī)架。 計(jì)算得出下表：表723 各架實(shí)際速度12345678F34軋輥基本轉(zhuǎn)速，取基本工作直徑，實(shí)際轉(zhuǎn)速，計(jì)算得出下表：表724 軋輥基本轉(zhuǎn)速123456781131872182362512682682681422392723013173433443328 設(shè)備強(qiáng)度與電機(jī)能力校核 軋管機(jī)力能參數(shù)計(jì)算由軋制力的實(shí)測(cè)結(jié)果表明，最大軋制力處于前兩架，現(xiàn)以第一架為例說明軋制力的計(jì)算。(1)金屬與軋輥接觸面水平投影的計(jì)算①接觸面水平投影總面積F的計(jì)算按照B. 阿尼西伏諾夫推薦式：式中：B孔寬， mm； D0軋輥名義直徑, ； 第一架減徑量，； 軋輥底徑，；將數(shù)據(jù)代入上式，得出②減壁區(qū)接觸面水平投影面積減壁區(qū)F1=FF2==5630mm2 (2)平均單位壓力的計(jì)算①減徑區(qū)平均單位壓力 (MPa)式中：減徑區(qū)鋼管平均直徑，由下式確定：外區(qū)影響系數(shù)，由下式確定：其中減壁區(qū)長(zhǎng)度：為了確定金屬流動(dòng)應(yīng)力由參考文獻(xiàn)得，所以所以：②減壁區(qū)平均單位壓力(參見《鋼管塑性變形原理》)其中：確定流動(dòng)應(yīng)力由參考文獻(xiàn)：式中：f金屬與軋輥間的摩擦系數(shù)，由確定，其中，軋制速度，t=1150℃所以所以由以上計(jì)算， 軋件對(duì)芯棒的軸向力式中：金屬與芯棒間的摩擦系數(shù)。在第一單機(jī)架軋制時(shí)，后二部分為零，且按下式估算各輥轉(zhuǎn)矩： () 軋輥強(qiáng)度校核根據(jù)以上求得的力參數(shù)，作出軋輥受力圖、彎矩圖和扭矩圖，并確定其危險(xiǎn)斷面。圖81 軋輥和輥徑的彎曲強(qiáng)度及扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度圖 輥身部分——僅考慮彎曲強(qiáng)度對(duì)于軋輥輥身，只考慮其彎曲強(qiáng)度。校核通過。輥頸和輥身的接觸處產(chǎn)生的應(yīng)力最大，此處為危險(xiǎn)斷面。 軸頭部分的強(qiáng)度校核軸頭部分主要受到電機(jī)的扭矩，軋制力是很小的，也是其他的大的外力的作用，故只考慮扭轉(zhuǎn)強(qiáng)度的影響。 主電機(jī)容量校核 軋輥傳動(dòng)所需要力矩軋輥傳動(dòng)力矩：式中： 電機(jī)軸上總力矩； 軋制力矩； 總摩擦力矩； 空轉(zhuǎn)力矩； 電機(jī)軸上動(dòng)力矩。()忽略動(dòng)力矩，則 繪制電機(jī)負(fù)荷圖計(jì)算純軋時(shí)間對(duì)第i架而言實(shí)測(cè)得到：()式中：，所以電機(jī)軸上負(fù)荷圖15st/s圖82 電機(jī)軸上符合圖 電機(jī)能力校核發(fā)熱校核要求均方根功率額定功率或均方根力矩額定力矩。 過載校核要求 式中： 負(fù)載最大力矩(折算到電機(jī)軸上)； 電機(jī)額定轉(zhuǎn)矩； 電機(jī)過載系數(shù)，取 k 考慮電源電壓波動(dòng)對(duì)額定轉(zhuǎn)矩的影響系數(shù)，一般取。過載校核通過9 軋機(jī)生產(chǎn)能力計(jì)算 典型產(chǎn)品的軋機(jī)小時(shí)產(chǎn)量 軋制節(jié)奏的確定產(chǎn)品大綱中，除了部分規(guī)格產(chǎn)品的生產(chǎn)節(jié)奏受連軋工序的制約以外，大多數(shù)規(guī)格的薄弱環(huán)節(jié)在穿孔工序。 穿孔純軋時(shí)間Tcz的確定。由上式得到：則純軋時(shí)間為：式中：空心坯（穿孔毛管）長(zhǎng)度； 穿孔變形區(qū)長(zhǎng)度，；其中入、出口變形長(zhǎng)度可按下式計(jì)算：其中=這里、。在內(nèi)，穿孔機(jī)要完成一系列輔助工作，的長(zhǎng)短與空心坯規(guī)格無關(guān)。這里(一般取15sec, 以免小時(shí)產(chǎn)量過高)。10 技術(shù)經(jīng)濟(jì)指標(biāo) 能源介質(zhì)消耗指標(biāo)表101 能源介質(zhì)消耗指標(biāo)No能源介質(zhì)名稱單位能耗備 注1水生產(chǎn)用水最大7000水壓：平均6790生活用水最大200平均1472重油kg/h3000油壓：~3蒸汽最大t/h壓力：平均4電力kW87000小時(shí)計(jì)算復(fù)合：61000kW5壓縮空氣N17585~19783壓力：6860Pa6氧氣（）最大N552壓力：平均3247氮?dú)猓ǎ┳畲驨830壓力：平均3508氬氣（）最大N9壓力：平均 工具消耗指標(biāo)圖102 工具消耗指標(biāo)圖No項(xiàng)目主要技術(shù)數(shù)據(jù)單位年耗量1穿孔機(jī)導(dǎo)板材質(zhì)GX50NiCrW48 28只42穿孔機(jī)頂桿Cr5Mo根153穿孔頂頭合金鑄鋼只46504穿孔機(jī)軋輥CK45 Φ650~760只1265張減機(jī)軋輥特殊球墨鑄鐵Φ275只11676連軋機(jī)芯棒X38CrMoV51根76Φ99~82~21000—7連軋機(jī)軋輥針狀組織球墨鑄鐵Φ450~400只1948瓦格拉鋸鋸片Φ1020片1325結(jié) 論本設(shè)計(jì)是在衡陽(yáng)鋼管公司Ф89連軋機(jī)組裝備條件下的產(chǎn)品開發(fā)，根據(jù)Ф89機(jī)組現(xiàn)有的設(shè)備條件設(shè)計(jì)了工藝流程及相關(guān)變形工具和調(diào)整參數(shù)、編制了軋制表、并通過計(jì)算分析了連軋機(jī)組第一機(jī)架的軋制過程，得到了軋制力參數(shù)，據(jù)此進(jìn)行了設(shè)備強(qiáng)度及電機(jī)能力校核。在此特別感謝尹元德老師的指導(dǎo)，在尹元德老師的指導(dǎo)下才能順利完成本設(shè)計(jì)。致　　謝感謝李勝祗老師和尹元德老師，他們?cè)谖以O(shè)計(jì)和論文的寫作過程中給予我悉心指導(dǎo)。向在百忙之中抽出時(shí)間審讀我的論文的評(píng)閱專家和答辯委員們致以深深的敬意。s mill. TUBE INTERNATIONAL, 1998, 17(5):頁(yè)碼. [16] W. A. Khudheyer, D. C. Barton, T. Z. Blazynski. A parison between macroshear redundancy and loading effects in 2 and 3roll rotary tube cone piercers. Journal of Materials Processing Technology, 1997, 65:191202. [17] E. Erman. The influence of the processing parameters on the performance of the tworoll piercing operation. Journal of Materials Processing Technology, 1987, 15:167179.[18] Albert Pozsgay. AccuRoll: A new type of seamless tube mill. Iron and Steel Engineer. 1986, (6):3642.[19] 盧秉林. 生產(chǎn)實(shí)習(xí)參考資料. 安徽工業(yè)大學(xué) （非正式出版）[20] Kazutake Komori, Kouta Mizuno. Study on plastic deformation in conetype rotary piercing process using model piercing mill for modeling clay [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2009, Vol. 209, pp. 49945001.[21] J C Prince, R Maro241。n. Thermomechanical analysis of a piercing mandrel for the production of seamless steel tubes [J]. J. Process Mechanical Engineering, 2003, Vol. 217, pp. 337344.[22] Z. Pater, J. Kazanecki, J. Bartnicki. Three dimensional thermomechanical simulation of the tube forming process in Diescher’s mill [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2006, Vol. 177, pp. 167170.[23